İSTANBUL TEKNİK ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ
YÜKSEK LİSANS TEZİ
ARALIK 2012
DEMİR ESASLI ALAŞIMLARIN BAĞLAYICI MATRİS OLARAK KULLANILDIĞI ELMAS KESİCİ UÇLARIN KARAKTERİZASYONU
Engin HÜNDER
Metalurji ve Malzeme Mühendisliği Anabilim Dalı Malzeme Mühendisliği Programı
Anabilim Dalı : Herhangi Mühendislik, Bilim Programı : Herhangi Program
ARALIK 2012
İSTANBUL TEKNİK ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ
DEMİR ESASLI ALAŞIMLARIN BAĞLAYICI MATRİS OLARAK KULLANILDIĞI ELMAS KESİCİ UÇLARIN KARAKTERİZASYONU
YÜKSEK LİSANS TEZİ Engin HÜNDER
(506101437)
Metalurji ve Malzeme Mühendisliği Anabilim Dalı Malzeme Mühendisliği Programı
Anabilim Dalı : Herhangi Mühendislik, Bilim Programı : Herhangi Program
Tez Danışmanı : Prof. Dr.Eyüp Sabri KAYALI ... İstanbul Teknik Üniversitesi
Jüri Üyeleri : Prof. Dr. Eyüp Sabri KAYALI ... İstanbul Teknik Üniversitesi
Prof. Dr. Hüseyin ÇİMENOĞLU ... İstanbul Teknik Üniversitesi
Y. Doç. Dr. Erdem ATAR ... Gebze Yüksek Teknoloji Enstitüsü
İTÜ, Fen Bilimleri Enstitüsü’nün 506101437 numaralı Yüksek Lisans Öğrencisi Engin HÜNDER, ilgili yönetmeliklerin belirlediği gerekli tüm şartları yerine getirdikten sonra hazırladığı “DEMİR ESASLI ALAŞIMLARIN BAĞLAYICI MATRİS OLARAK KULLANILDIĞI ELMAS KESİCİ UÇLARIN KARAKTERİZASYONU” başlıklı tezini aşağıda imzaları olan jüri önünde başarı ile sunmuştur.
ÖNSÖZ
Bu çalışma süresince bilgi ve tecrübesini benimle paylaşan, yardımını ve hoşgörüsünü benden esirgemeyen, çalışma anlayışını örnek aldığım değerli tez danışmanım Prof. Dr. Eyüp Sabri KAYALI’ ya sonsuz minnettarlığımı sunarım. Deneysel çalışmalar sırasında her türlü cihazın kullanımı konusunda bana yardımcı olan Arş. Gör. Y. Müh. Onur MEYDANOĞLU’na ve Arş. Gör. Y. Müh. Onur TAZEGÜL’e teşekkürü bir borç bilirim.
Ayrıca karakterizasyon çalışmalarım boyunca fikirlerini benimle paylaşan Arş. Gör. Y. Müh. Hasan GÖKÇE’ye ve Arş. Gör. Y. Müh. Murat ALKAN’a en iyi dileklerimi sunarım.
Çalışma süresince numunelerimin hazırlanmasını sağlayan HARTEK Ltd. Şti. yetkililerine de teşekkür borçluyum.
Yüksek lisans tez çalışmam boyunca hem akademik çalışmalar konusunda bana destek olan, hem de hayatı paylaştığım arkadaşlarım Ferit TOPALOĞLU’na, Esra SENER’e, Dilek TEKER’e, Çağdaş ÇALLI’ya, Gürol ALDIÇ’a ve Mehmet Akif ÜNAL’a tüm anlayış ve destekleri için teşekkür ederim.
Beni yetiştiren, maddi ve manevi desteklerini benden hiçbir zaman esirgemeyen, beni ben yapan sevgili aileme en büyük teşekkür ve minnettarlığımı sunarım.
Aralık 2012 Engin Hünder
İÇİNDEKİLER
Sayfa
ÖNSÖZ ... vii
İÇİNDEKİLER ... ix
KISALTMALAR ... xi
ÇİZELGE LİSTESİ ... xiii
ŞEKİL LİSTESİ ... xv
ÖZET ... xvii
SUMMARY ... xix
1. GİRİŞ ... 1
2. TEORİ ... 3
2.1 Elmas ve Elmas Takımlar ... 3
2.1.1 Elmas takımların gelişimi ve tarihi ... 3
2.1.2 Elmas takımların sınıflandırılması ... 4
2.2 Elmas ile Şekillendirme ... 5
2.2.1 Dairesel testere ile kesim ... 5
2.2.2 Düz testere ile kesim ... 9
2.2.3 Çoklu elmas tel ile kesim ... 9
2.2.4 Elmas kemerli bant kesim ... 10
2.3 Elmas Kesici Uç Tasarımı ve Kompozisyonu ... 10
2.3.1 Tasarımın önemi ... 10
2.3.2 Metal matris seçimi ... 12
2.3.2.1 Kobalt tozları ... 13
2.3.2.2 Kobalta alternatif tozlar ... 17
2.3.2.3 Diğer tozlar... 20 2.3.3 Elmas seçimi ... 24 2.3.3.1 Elmas türü ... 24 2.3.3.2 Elmas boyutu ... 26 2.3.3.3 Elmas konsantrasyonu ... 27 2.3.3.4 Elmas kaplama ... 28
2.4 Elmas Kesici Uç Üretimi ... 29
2.4.1 Toz Metalurjisi ... 29
2.4.1.1 Tozların hazırlanması ... 30
2.4.1.2 Matris-Elmas karışımının hazırlanması ... 30
2.4.1.3 Soğuk presleme ... 31
2.4.1.4 Sıcak presleme ... 31
2.4.1.5 Sinterleme ... 32
2.4.1.6 Spark plazma sinterleme ... 32
2.4.1.7 Sıcak izostatik presleme ... 33
2.4.1.8 İnfiltrasyon ... 33
2.4.1.9 Lehimleme... 34
2.4.1.12 Kalite kontrol ... 35
2.4.2 Son işlemler ... 35
2.4.2.1 Yarıçap taşlama ... 35
2.4.2.2 Sert lehimleme/Lazer kaynağı ... 35
2.4.2.3 Doğrultma ... 36 2.4.2.4 Gerilim verme ... 36 2.5 Matrisin Özellikleri ... 36 2.5.1 Matrisin mikroyapısı ... 36 2.5.1.1 Yoğunluk ... 36 2.5.1.2 Tane boyutu ... 39
2.5.1.3 Toparlanma ve yeniden kristalleşme ... 40
2.5.1.4 Faz kompozisyonu ... 40
2.5.1.5 Hatalar ... 43
2.5.2 Matrisin mekanik özellikleri ... 44
2.5.2.1 Sertlik ... 44
2.5.2.2 Akma mukavemeti ... 47
2.5.2.3 Eğme mukavemeti ... 47
2.5.2.4 Darbe mukavemeti ... 48
2.5.3 Matrisin aşınma karakteristiği ... 49
2.5.3.1 Abrasif aşınma dayanımı ... 50
2.5.3.2 Erozif aşınma dayanımı ... 51
3. DENEYSEL ÇALIŞMALAR ... 53
3.1 Yoğunluk Ölçümü ... 53
3.2 Sertlik Ölçümü... 54
3.3 Mekanik Deneyler ... 54
3.3.1 Basma deneyi ... 54
3.3.2 Üç nokta eğme deneyi ... 55
3.4 Karakterizasyon Çalışmaları ... 55
3.4.1 Yüzey hazırlama işlemi ... 55
3.4.2 Taramalı elektron mikroskobu (SEM) incelemeleri... 55
3.4.3 X-ışınları difraktometresi (XRD) analizleri ... 56
3.4.4 Optik mikroskop incelemeleri ... 56
4. DENEYSEL SONUÇLAR ... 57
4.1 Yoğunluk Ölçüm Sonuçları ... 57
4.2 Sertlik Ölçüm Sonuçları ... 59
4.3 Mekanik Deneylerin Sonuçları ... 60
4.3.1 Basma deneyi sonuçları ... 60
4.3.2 Üç nokta eğme deneyi sonuçları ... 64
4.4 Yapısal ve Mikroyapısal Analizler ... 66
4.4.1 Fe-Cu-Co alaşımları ... 66 4.4.2 Fe-Cu-Sn alaşımları... 68 4.4.3 Fe-Ni-Cu-Sn alaşımı ... 70 4.4.4 Kırık yüzey analizi ... 73 5. GENEL SONUÇLAR ... 75 KAYNAKLAR ... 77 ÖZGEÇMİŞ ... 81
KISALTMALAR
EDS : Taramalı Elektron Mikroskopu HMK : Hacim Merkezli Kübik
HSP : Hekzagonal Sıkı Paket OM : Optik Mikroskop
SEM : Enerji Dispersif Spektrometresi YMK : Yüzey Merkezli Kübik
ÇİZELGE LİSTESİ
Sayfa Çizelge 2.1 : Dairesel testerelerde uygulanması tavsiye edilen hızlar…………...6 Çizelge 2.2 : Dairesel testerelerde uygulanması tavsiye edilen makina gücü oranları
ve soğutucu miktarları………..…………..7 Çizelge 2.3 : Ticari kobalt tozları ve özellikleri……….14 Çizelge 2.4 : 800 mm dairesel testerede kullanılan soketin maliyet karşılaştırması..16 Çizelge 2.5 : Elmas kesici takım endüstrisinde kullanılan kobalta alternatif tozlar..17 Çizelge 2.6 : Kırık yüzey alanındaki (cm2) toplam elmas ve oluşan elmas boşluk
sayısı……….27 Çizelge 3.1 : Deneysel çalışmalarda kullanılan soketlerin kimyasal bileşimi……...53 Çizelge 4.1 : Numunelerin yoğunlukları………57 Çizelge 4.2 : Numunelerin basma deneyi sonuçları………...61
ŞEKİL LİSTESİ
Sayfa
Şekil 2.1 : Elmas takımların sınıflandırılması. ... 4
Şekil 2.2 : Doğal taş kesme işleminde talaş oluşum mekanizması ... 7
Şekil 2.3 : Talaş oluşumunda enerji tüketiminin oransal dağılım şeması ... 8
Şekil 2.4 : Farklı (sol) ve aynı yönlü (sağ) kesme işlemi sırasında etkili olan kuvvetler. ... 8
Şekil 2.5 : Düz testere ile kesime ait şematik gösterim ... 9
Şekil 2.6 : Elmas tel ile kesim işleminin modeli ... 9
Şekil 2.7 : Elmas kemerli bant kesim işleminin kinematik çizimi ... 10
Şekil 2.8 : Çeşitli dairesel testere görünümleri ... 11
Şekil 2.9 : Soket türleri ... 12
Şekil 2.10 : Kobalt Fiyatlarındaki Dalgalanmalar ... 14
Şekil 2.11 : Çeşitli Kobalt Tozlarının Sinterleme Eğrileri ... 15
Şekil 2.12 : Sıcak pres koşullarında Cobalite 601 tozlarına ait mekanik özelliklerin %20 Demir, %20 bakır ve %20 bronz ilavesi ile karşılaştırılması ... 18
Şekil 2.13 : Sıcak pres koşullarında Cobalite HDR tozlarına ait mekanik özelliklerin %20 demir, bakır ve bronz ilavesi ile karşılaştırılması ... 18
Şekil 2.14 : Sıcak pres koşullarında Cobalite CNF tozlarına ait mekanik özelliklerin %20 demir, %20 bakır ve %20 bronz ilavesi ile karşılaştırılması ... 19
Şekil 2.15 : Sıcak pres koşullarında Cobalite XH tozlarına ait mekanik özelliklerin %20 demir, %20 bakır ve %20 bronz ilavesi ile karşılaştırılması ... 19
Şekil 2.16 : Sıcak pres koşullarında Cobalite OLS tozlarına ait mekanik özelliklerin %20 demir, %20 tungsten karbürve %20 bronz ilavesi ile karşılaştırılması ... 20
Şekil 2.17 : Elmas bağlayıcı olarak Fe-Ni alaşımının fiziksel özellikleri ... 23
Şekil 2.18 : Çeşitli sentetik elmas morfolojilerinin şematik gösterimi ile sayısal kodları ... 25
Şekil 2.19 : Kesilen kayaç sertliği ve elmas tane boyutu arasındaki ilişki ... 26
Şekil 2.20 : Tane boyutuna bağlı olarak elmasın darbe dayanımı ... 27
Şekil 2.21 : Toz metalurjisi ile elmas kesici uç üretimi ... 30
Şekil 2.22 : Uygulanan kaplamanın elmasın batma boyuna olumlu etkisi ... 31
Şekil 2.23 : Spark plazma sinterleme sisteminde kalıplar ... 33
Şekil 2.24 : Spark plazma sinterleme sistemi ... 33
Şekil 2.25 : Kalıbın kesit görünüşü... 34
Şekil 2.26 : Kobalt tozlarına ait sıcak presleme eğrileri ... 37
Şekil 2.27 : Kobalt tozlarına ait sinterleme eğrileri ... 37
Şekil 2.28 : Kobalta alternatif tozların sıcak presleme eğrileri ... 38
Şekil 2.29 : Kobalta alternatif tozların sinterleme eğrileri ... 38
Şekil 2.30 : Kuvvetli ve zayıf elmas-matris bağına ait SEM görüntüleri ... 39
Şekil 2.31 : Kobalt-Demir faz diyagramı ... 42
Şekil 2.33 : Ticari kobalt tozlarına ait sertlik değerlerinin presleme sıcaklığı ile
ilişkisi ... 45
Şekil 2.34 : Artan Co miktarına bağlı sertlik ölçüm sonuçları ... 46
Şekil 2.35 : Demir esaslı tozların sertlik ölçüm sonuçları ... 46
Şekil 2.36 : Farklı Fe ve Co alaşımları için presleme sıcaklığına bağlı sertlik değerleri ... 47
Şekil 2.37 : Üç nokta eğme deneyi sonuçları ... 48
Şekil 2.38 : Sıcak preslenmiş kobalt tozlarının darbe mukavemetine oksit ve sülfürün etkisi ... 49
Şekil 2.39 : Erozif aşınma hızının çarpma açısı ile değişimi ... 51
Şekil 3.1 : PrecisaTM arşimet terazisi. ... 54
Şekil 3.2 : ZHRTM sertlik ölçüm cihazı... 54
Şekil 3.3 : DartecTM üniversal test cihazı. ... 55
Şekil 3.4 : BRUKERTM D8-Advance X-ışınları difraktometresi. ... 56
Şekil 4.1 : SPS yöntemiyle üretilen numunelerin yoğunlukları. ... 58
Şekil 4.2 : Numunelerdeki boşluk miktarları. ... 59
Şekil 4.3 : Numunelerin sertlik değerleri. ... 60
Şekil 4.4 : Basma numunelerin gerçek akma ve basma mukavemetleri. ... 62
Şekil 4.5 : Basma deneyi sonrası numunelerin makroskobik görüntüsü. ... 63
Şekil 4.6 : Elmas içeren numunelerin eğme mukavemetleri. ... 64
Şekil 4.7 : Elmaslı ve elmassız numunelerin eğme mukavemetlerinin karşılaştırılması. ... 65
Şekil 4.8 : 7 numaralı elmas kesici uc numunenin genel görüntüsü. ... 66
Şekil 4.9 : 5 numaralı numuneye ait SEM görüntüsü. ... 66
Şekil 4.10 : 5 numaralı numuneye ait XRD spektrumu. ... 67
Şekil 4.11 : 4 numaralı numuneye ait XRD spektrumu. ... 67
Şekil 4.12 : 3 numaralı numuneye ait XRD spektrumu. ... 67
Şekil 4.13 : (a) 6 ve (b) 9 numaralı numunelere ait SEM görüntüsü. ... 69
Şekil 4.14 : 6 numaralı numuneye ait XRD spektrumu. ... 69
Şekil 4.15 : (a) 1 (b) 2 ve (c) 7 numaralı numunelerin SEM görüntüleri. ... 70
Şekil 4.16 : 1 numaralı numuneye ait XRD spektrumu. ... 71
Şekil 4.17 : 2 numaralı numuneye ait XRD spektrumu. ... 72
Şekil 4.18 : 7 numaralı numuneye ait XRD spektrumu. ... 72
Şekil 4.19 : 8 numaralı numuneye ait XRD spektrumu. ... 72
Şekil 4.20 : (a)5 (b) 8 (c) 9 numaralı numunelere ait kırılma yüzeyleri. ... 73
Şekil 4.21 : 8 numaralı numunede bulunan (a) kaplamasız (b) TiC kaplamalı elmas ve (c) elmasın koptuğu bölge. ... 73
DEMİR ESASLI ALAŞIMLARIN BAĞLAYICI MATRİS OLARAK KULLANILDIĞI ELMAS KESİCİ UÇLARIN KARAKTERİZASYONU
ÖZET
Doğal taş blokların plakalara ayrılması işleminde çeşitli kesici sistemler kullanılmaktadır. Bunlar düz testere sistemi, dairesel testere sistemi, çoklu elmas tel sistemi ve elmas kemerli bant kesim sistemidir. İçlerinden elmas kesici uçlara sahip dairesel testereler doğal taş kesiminde oldukça yaygın olarak kullanılan malzemelerdir.
Genellikle toz metalürjisi yöntemiyle üretilen kesici uçlar elmas taneleri ve metal tozlarının karıştırılmasıyla oluşturulan kompozit bir malzemedir. Elmas kesici uçlarda verimliliği etkileyen birçok faktör vardır. Kullanılan makinenin gücü, operatörün tecrübesi, üretim yöntemi ve tasarım gibi parametrelerde değişiklik yaparak kullanılan makinenin verimliliği arttırılabilmektedir. Bunlar içerisinde elmas kesici uçlarda kullanılan metal matrisin seçimi verimliliği etkileyen önemli bir parametredir.
Kesilecek taşın türüne bağlı olarak metal bağlayıcı ve elmas seçilmektedir. Genellikle kesilecek taş ile paralel aşınacak şekilde bir matris tasarımı öngörülmektedir. Üstün özelliklerinden dolayı genellikle bağlayıcı matris olarak kullanılan kobalt esaslı alaşımlar yüksek maliyetinden dolayı son zamanlarda yerini diğer alaşımlara bırakmaktadır. Kobaltın yerini alması açısından demir esaslı alaşımlar bronz esaslı alaşımlara göre daha öndedir. Farklı kimyasal kompozisyonlarda demir esaslı alaşımların benzer özellikler göstererek kobaltın yerine geçebileceği ortaya çıkmıştır.
Bu çalışmada 9 farklı kompozisyonda toz metalürjisi ve spark plazma sinterleme ile üretilmiş demir esaslı alaşımların bağlayıcı matris olarak kullanıldığı elmas katkılı kesici uçların karakterizasyonu yapılmıştır. Fe-Co-Cu, Fe-Ni-Cu-Sn, Fe-Cu-Sn alaşımındaki malzemeler performanslarının belirlenmesi için mekanik deneylere tabi tutulduktan sonra karakterizasyon çalışmaları yapılmıştır. Bağlayıcı olarak kullanılan metalin cinsine göre davranışları incelenmiştir.
Yoğunluk ölçümü sonucu hem malzemelerdeki boşluk miktarı hem de farklı sıcaklıkta üretilen numunelerin yoğunlaşma davranışları ortaya çıkmıştır. Yapılan sertlik ölçümü, basma deneyi ve üç nokta eğme deneyi sonuçları kendi içinde tutarlılık göstermiştir. Yoğunluk ile sertlik değeri arasında, sertlik ile basma ve eğme mukavemeti arasındaki ilişkiler irdelenmiştir. Daha yoğun malzemeler daha iyi sertlik değerlerine ulaşmıştır. Oluşan katı çözeltilerin de sertliği arttırıcı etkisi ortaya çıkmıştır. Fe-Ni-Cu-Sn alaşımındaki numuneler sertlik, basma ve eğme mukavemeti değerleri açısından diğer numunelerden üstün çıkmıştır.
Elde edilen sonuçların irdelenmesi için numuneler X ışınları ile yapılan faz analizleri (XRD), optik mikroskop (OM), taramalı elektron mikroskobu (SEM) ve enerji
dağılımlı X ışını spektroskopisi (EDS) ile yapılan analizler ile incelenmiştir. Yapısal ve mikro yapısal analizler ile malzeme içindeki fazlar belirlenerek malzemeye etkisi irdelenmiştir. XRD sonuçları, SEM görüntüleri ve bölgesel EDS sonuçları ile desteklenerek mikroyapı belirlenmiştir. Ayrıca kırık yüzeyden alınan SEM görüntüleri yardımıyla malzeme içindeki elmasın tutunma yeteneği gözlemlenmiş, kaplamalı elmasların avantajı ortaya çıkmıştır.
Bu çalışma sonunda demir esaslı alaşımlara nikel ilavesinin mekanik özellikleri iyileştirdiği ve özellikle 850ºC’de sinter yoğunluğunu arttırdığı tespit edilmiştir. Elmasların TiC kaplanmasının grafitleşmeyi engellediği, kaplama içermeyen elmas yüzeylerinde de üretim koşullarında bozulma meydana gelmediği ortaya çıkmıştır. Fakat elmaslı bölgelerin yükleme altında çatlak başlangıcına neden olduğu görülmüştür. Genel olarak yüksek sıcaklıkta sinterlenen numuneler daha yüksek yoğunluk ile beraber daha iyi mekanik özellikler göstermiştir.
Sonuç olarak incelenen demir esaslı alaşımların bağlayıcı matris olarak kullanıldığı elmas katkılı kesici uç kompozit malzemeler içinde 7 ve 8 numaralı Fe-Ni-Cu-Sn alaşımına sahip numunelerin en iyi mekanik özelliklere sahip olduğu tespit edilmiştir.
CHARACTERIZATION OF DIAMOND CUTTİNG TOOLS USING IRON BASE ALLOYS AS THE BINDING MATRICES
SUMMARY
Stone cutting is a chip-forming process where the debris is removed by means of cutting tools, therefore, diamond tools have been widely used in stone cutting industry over the past few decades. A variety of diamond tools is in the need of industry including circular sawing, frame sawing, wire sawing and core drilling. Impregnated diamond cutting tools are manufactured by powder metallurgy techniques. They consist of diamond particles embedded in metal matrix. In order to increase productivity of these tools, there are some parameters such as experience of operator, peripheral speeds, cutting rates, machine power, coolant supply, production route and design. Material parameter has lately become vital to be optimized.
Diamond impregnated cutting tool composites should match with the processed material for the optimum processing condition. It should have also a balance between abrasion of the matrix and the wear of the diamonds. Chemical interaction between diamonds and matrix is of primary importance as well. As the most used binder to provide these properties, cobalt alloys are being substituted by other alloys such as bronz and iron alloys due to health problem, higher sintering temperature and price fluctuation.
Iron has recently been used widely as the metallic matrix of circular diamond tools. Like cobalt alloys, iron alloys show great technical properties such as toughness, high hardness and yield strength. Coating on diamonds also influences some properties of the composite. With the help of the active elements like titanium, transitional carbide layer can be formed between diamond and matrix so as to enhance the toughness and reduce the thermal attacks by matrix elements. This kind of coatings also increases the wettability of some elements on diamond such as copper and tin, in fact they are poor wetting elements.
In this work, the performances of metal-bonded diamond cutting tools manufactured by powder metallurgy and spark plasma sintering techniques were investigated using iron based alloys as the bonding matrix. The samples of Fe-Cu-Co, Fe-Cu-Sn, Fe-Ni-Cu-Sn alloys with addition of 20-25 vol % of diamond grits were processed by powder metallurgy techniques. The structure of composites was investigated by X-ray diffraction analysis (XRD). The microstructures, diamond retention capability and metal-diamond interface was studied by electron microscopy on the fracture surfaces. Mechanical properties including hardness, compressive and transverse rupture strength along with densification were studied as well.
Considering densification results of samples, higher densifications were attained for samples which were manufactured relatively at high temperatures. All samples sintered at 850°C showed better results compared with their counterparts sintered at 800°C. Besides samples with high Cu and Sn (above 70% vol.) content displayed
porosity when sintered at 850°C. On the other hand, diamonds in the matrix had negative impact on achieving in theoretical density values.
Rockwell B hardness measurement was applied so as to define the hardness values of samples. Samples produced at relatively high temperatures showed obviously higher hardness values. Expected hardness values might not be gained due to residual porosity in some samples. Fe-Ni-Cu-Sn alloys have highest hardness values because of the fact that in the presence of iron in the matrix, nickel diffuses into iron to form Fe-Ni solid solution. Some NiSn intermetallic compound might be also formed although it is not found by XRD analysis. Samples containing Cu and Sn (above 70% vol.) indicate lower hardness values as expected. When examining Fe-Cu-Co alloys, the higher cobalt content in the matrix is, the higher the hardness of the material becomes. Increasing formation of Fe-Co solid solution plays an important role in this situation.
In order to specify performance of diamond cutting tool of different matrix, compressive and transverse rupture tests were carried out. According to the compressive test results, Fe-Ni-Cu-Sn alloys had the highest compressive strength, which nickel addition to the matrix was responsible for. As mentioned above hardness values along with compressive strength were highest for these alloys as a result of nickel addition. It is worth asserting that yield strength of these alloys is almost the same with compressive strength of other alloys. It is observed that only sample 7 and sample 8 have semi-ductile fracture behavior whereas all other samples just cracked. Fe-Cu-Sn alloys have excess percent reduction in length among the samples as a consequence of high content of the bronze in matrix. Addition of cobalt to the matrix and decreasing of bronze content as Fe-Cu-Co alloys gives rise to an increase in compressive strength.
Like the compressive strength, transverse rupture strength (TRS) of the specimen increases with the increase of the sintering temperature which means that retention capability of diamonds is better at 850°C. At higher sintering temperatures diffusion is much easier to take place, resulting in good bonding between diamond and matrix as well as among metal matrix. Transverse rupture strength results resembles like hardness measurement values. Fe-Ni-Cu-Sn alloys have the highest TRS. Fe-Cu-Sn alloys indicated ductile behavior during the test, which was seen on strain-percent elongation graph. Moreover these samples are not cracked resulting from high content of Cu and Sn elements in the matrix. Materials showed more ductility among other samples. On the other hand, diamonds in the matrix behave like faults triggering initiation of cracks. It can be recognized that TRS of the samples is much higher which contain no diamond.
The structure was investigated by X-ray diffraction analysis, microstructure by electron microscopy. By taking into account of Fe-Cu-Co alloys, XRD patterns indicate formation of Fe-Co solid solution which was verified by energy dispersive spectroscopy (EDS) on the scanning electron microscope (SEM) as well. Moreover some Cu peaks were observed which may be Fe-Cu and Cu-Co solid solutions. Increase in cobalt content gives rise to enhancing strengthening effect by Fe-Co solid solution. This explains how hardness is improved by increasing cobalt content in the alloy. Considering Fe-Cu-Sn alloys, microstructure consisted of bronze and iron which was seen both by XRD and EDS analyses. Although not seen by XRD analysis, clustering of a phase which was thought to be FeSn, was detected on SEM image except bronze and iron, when increasing iron content in the matrix. According
to XRD and SEM analyses, Fe-Ni solid solution and bronze comprise the microstructure of the Fe-Ni-Cu-Sn alloys. NiSn intermetallic compound is thought to be formed as well. Both NiSn and Fe-Ni solid solution contribute to higher hardness values among other samples.
Despite the different structures of samples, the cohesion between the uncoated diamonds and matrix is not as high as cohesion between the coated diamonds and matrix, as observed by SEM analysis on the fracture surfaces of the samples. EDS analyses were conducted to examine diamond-matrix interface. Being evidence of no chemical bonding between diamond and matrix, no elements was found on the diamond surfaces for uncoated diamonds whereas Ti, Fe and Cu were found on the coated diamond surfaces. Besides, for the pull-out zones, constituents such as Fe and Cu were detected, indicating that fracture occurred at the side of bond matrix. Thermal degradation of diamonds was not observed.
As a result of this study, it is concluded that nickel addition to iron based matrix of diamond cutting tools (samples 7 and 8) reveals excellent performance taking into consideration of hardness, compressive and transverse rupture strength. Increase in the sintering temperature and the coating of diamond brings about better mechanical properties as well as better retention capability of diamonds.
1. GİRİŞ
Günümüzde doğal taş kesiminde çeşitli testere ve delici uçlar kullanılmaktadır. Içlerinde yaygın olarak kullanılanlarından biri de dairesel testerelerdir. Dairesel testereler çelik göbek ve bazı metaller ile beraber elmas içeren kompozit kesici uçtan oluşmaktadır. En önemli konu kesilen kayaca uygun kesici ucun seçimidir.
Matrisin kompozisyonu, elmasın şekli, miktarı ve kesici ucun üretim yöntemi gibi faktörler elmas kesici ucun özelliklerine etki etmektedir. Genellikle kesilecek taş ne kadar sert ise kesici ucun da o kadar sert olması istenir. Ayrıca tokluk, aşınma mukavemeti gibi faktörler de son derece önemlidir.
Bir elmas kesici uçta kesme görevini elmas yaparken, matris elmasları bir arada tutma görevini yapmaktadır. Elmas taneleri ile matrisin birbirine parallel olarak aşınması iyi bir performans için istenen bir durumdur. Matris erken aşınırsa elmas taneleri düşer, geç aşınırsa elmas taneleri kesme işini yapamaz. Diğer yandan matris ile elmas taneleri arasında kesici ucun ömrünü belirleyen kimyasal bir reaksiyon olması istenir. Elmas tanelerinin kaplamaya sahip olup olmaması da bu reaksiyonu etkileyen bir faktördür.
Çoğunlukla toz metalürjisi yöntemi ile üretilen elmas kesici uçlarda matris malzemesi olarak genelde Co, Fe, Ni, Cu ve Sn kullanılmaktadır. Islatma kabiliyetleri iyi olan Co, Fe ve Ni elementlerinin yanında Cu ve Sn gibi gözenekleri kapatmaya ve kesme sırasında talaş akma kanalları oluşturmaya yarayan dolgu malzemeleri matrisi oluşturmaktadır.
Son yıllarda kesici uç üretiminde matrisin maliyete etkisi artmıştır. Gerek sentetik elmasın endüstriyel ölçekte üretilmesi ve maliyetinin düşmesi gerekse kobalt fiyatındaki düzensizlikler, kobalta alternatif matris malzemesi arayışını hızlandırmıştır. Bronz esaslı ve demir esaslı bağlayıcılar arasında, demir esaslı alaşımların bağlayıcı olarak kobalt ve alaşımlarının yerine kullanılabileceği düşünülmektedir.
Bu tez çalışmasında, kobalt ve kobalt esaslı alaşımların yerini alması beklenen demir esaslı alaşımların bağlayıcı matris olarak kullanıldığı elmas kesici uçların karakterizasyonunu yapmak amacı ile çeşitli mekanik testler ve mikroyapısal incelemeler yapılmıştır.
2. TEORİ
2.1 Elmas ve Elmas Takımlar
Karbonun allotropik formlarından olan elmas bilinen en sert malzemedir. Dekoratif amaçla da kullanılan elmasın oda sıcaklığında yüksek termal iletkenliği, yüksek kütlesel modülü, klivaj çatlama için yüksek kritik çekme gerilmesi, düşük termal genleşmesi, düşük sürtünme kuvveti, asit ve bazlara karşı kimyasal inert olması gibi özellikleri onu eşsiz bir malzeme yapmaktadır [1,2].
2.1.1 Elmas takımların gelişimi ve tarihi
Elmas takımların modern uygulamaları yaklaşık yüzyıllık bir geçmişe sahiptir [1]. 1862’de İsviçreli mühendis J.R. Leschot konik segmanlarda elmas delici matkap ucu yapmayı tasarladı [3]. 1885 yılında Fransa’dan Fromholt taş kesiminde kullanılmak üzere ilk dairesel elmas testereyi geliştirdi. 13 yıl sonra, geniş çaplı bir bıçak ilk defa pratik olarak Euville taş ocaklarında kullanıldı [1,4].
Elması metal tozlarıyla bağlama fikri 1883’lere kadar dayanır. Bu dönemde Gay metal matrisin içine kuvartz katarak aşındırıcı üretme fikrini geliştirdi. Aynı şekilde demir, pirinç ve çelik tozlarını kullanarak sıcak pres ve infiltrasyon gibi toz metalurjisi teknikleri yardımıyla matris yapılabileceğini belirtti. Gay’in bu fikirleri 1940’larda elmas kesici uçların gelişimini artırarak endüstriyel uygulama alanı buldu [1].
1950’lere kadar elmas takımların gelişimi yavaştı. Fakat doğada nadir bulunan elmasın yerine, 1955 yılında General Electric firmasının endüstriyel ölçülerde sentetik elmas ürettiğini duyurmasından sonra bu konuda gelişmeler hızlandı. Son 50 yılda, sentetik elmas ticarileştikten sonra, yüksek kalitede metal matrisli kesici üretimi, çok kristalli elmas üretimi, kaplamalı gritlerin üretimi başladı [1,3].
Diğer aşındırıcılara göre takım ömrü ve verimlilik açısından önde olması sebebiyle, elmas katkılı takımlar için dünya pazarı 2000 yılından sonra önemli ölçüde büyüdü.
2013 yılı tahminlerinden, elmas takımlar için küresel piyasa değerinin 7,000 milyon USD değerini bulacağı öngörülüyor [5].
2.1.2 Elmas takımların sınıflandırılması
Elmas takımların sınıflandırılmasında çeşitli kriterler vardır. Bunlar; elmasın miktarı ve kaynağı, dış görünüşü, içyapısı ve uygulamasıdır. Şekil 2.1’de elmas takımların sınıflandırılması gözükmektedir [1].
Şekil 2.1 : Elmas takımların sınıflandırılması [1].
Elmas aşındırıcılar tipik olarak metalografik numune hazırlamada, elmas kesici takımların taşlanmasında, cevherlerin parlatılmasında, elmas tel çekme kalıplarının kalibrasyonunda kullanılır. Tek kristalli elmaslar tel çekme kalıbı ve kesme aleti olarak kullanılır. Yüksek sıcaklık ve basınçta üretilen sentetik elmaslar sayesinde uygun boyut, şekil, kristalografik yönlenmede elmaslar üretilmektedir. Talaşlı imalat uygulamalarında kullanılan elmas grubu ise metalik veya metal dışı matrise bağlanan elmas grit ve tozlarıdır [1]. Son 50 yılda, çok taneli elmaslar yüksek performansı ve uygun maliyetiyle yüksek sıcaklıkta tel çekme, metal matrisli kompozitlerin işlenmesi, fiber takviyeli plastiklerin işlenmesi ve çeşitli kaya oluşumlarının delinmesi gibi uygulamalarda endüstride yerini aldı. Tek taneli elmaslara göre tokluk
ve talaş oluşum direnci daha yüksektir, bu yüzden derin kesme işlemlerinde yüksek kuvvetlerde kullanılır. Diğer bir elmas üretme yolu ise kimyasal buhar biriktirme metodudur. Bu yöntemde 700-1000°C’de gaz fazından başlanarak taban malzemesine yarı kararlı elmas film biriktirilir [3].
2.2 Elmas ile Şekillendirme
Elmas tanelerini bir arada tutması için üç çeşit malzeme bulunmaktadır. Polimerik bağlar elmasları tutmak için zayıf kalırken, camsı matrisler darbelere dayanma açısından kırılgandır. Metal matrisler ise elması bağlama yeteneği bakımından en verimli olanıdır [6].
Endüstriyel taş kesme sektöründe kesme aracı olarak elmas teller, lamalar, düz ve dairesel testereler kullanılmaktadır. İçlerinde en fazla kullanılan ise dairesel testerelerdir [4]. Elmas katkılı soketlerle kesim yaparken, elmaslar kesici uç gibi davranırken, matris elmasları bir arada tutar. Genel olarak, kesilecek taş ne kadar sert ise seçilen elmas türü de buna paralel olmalıdır. Ayrıca kesme işlemi sırasında kopan elmaslar ile matrisin aşınma hızı uyumlu olmalıdır. Elmas ve matrisin uygun seçilememesi durumunda, kesme işlemi gerçekleşmez [1,7-9].
Elmas ve matris seçiminden bağımsız olarak kesme işleminde performans ve servis ömrünü etkileyen önemli kriterler şunlardır:
üretim metodları ve parametreler [1,7], işlenecek parçanın özellikleri [1,7], kesme koşulları [1,7],
soğutma verimi [1,7],
soketin metal göbeğe tutturulma kalitesi [1,7], metal göbek tasarımı ve gerilim verme [1,7], makinenin koşulları ve operatörün becerisi [1,7]. 2.2.1 Dairesel testere ile kesim
Dairesel elmas kesiciler iki bileşenden oluşur, bunlar elmas soket ve çelik göbektir. Elmas soket, bağlayıcısı metal olan kompozit bir malzemedir. Metal olarak kobalt, demir, bronz, bakır, tungsten karbür, nikel ve kalay yaygın olarak kullanılır [10-13]. Çelik göbek yapılacak birleştirme işlemine (sert lehimleme veya lazer kaynak) göre
farklı kalitelerde seçilir, sertleştirme ve temperleme işlemlerinden sonra sertliği yaklaşık 43-45 HRC olur [8,13].
Soket ile kesilecek taş arasındaki mekanik etkileşimin sonucunda talaş oluşumu meydana gelir. Talaş oluşumunda elmas taneleri etkilidir, metalik matris aşınmaya uğrar. Aşınan matris yüzeyinde talaş akma kanalları oluşur ve talaş uzaklaştırılır [14].
Bunun sonucunda elmas tanelerinin arka kısmında talaşa rastlanmaz, daha çok onları destekleyen kuyruk kısmı oluşur [4,13]. Dairesel testereyle kesim yaparken, testere ağzı 25-65 m/s gibi hızlarda dönmektedir. Bu uygulamalarda kullanılan bazı parametreler Çizelge 2.1 ve Çizelge 2.2’de gösterilmiştir.
Çizelge 2.1 : Dairesel testerelerde uygulanması tavsiye edilen hızlar [1].
Kesilecek Parça Testere
Hızı (m/s)
Kesme Hızı (cm2/dak)
Yorum
El ile kuru olarak kesilen
malzemeler 80-100
Testere
bükülmemelidir Kuvarstan oluşan granit 25-30 100-200 Makinenin gücü
arttıkça kesme hızı artar. İyi yüzey kalitesi isteniyorsa düşük kesme hızı tercih edilmeli. Düşük kuvarslı granit 30-40 200-600 Mermer 40-50 600-1200 Traverten 45-60 800-1200 Kumtaşı 40-65 300-1000 Seramik 20-50 Beton 35-50 Katkılı beton 30-40 Asfalt 40-60
Şekil 2.2’de gösterildiği gibi basma ve çekme gerilmelerinin etkisiyle elmasın ön kısmında, kayaçta çatlak ve talaş oluşurken; elmasın arka kısmında ise basıncın kalktığı bölgede çekme gerilmeleri sonucunda yerel tahribatlar ve çatlak oluşur. Soğutma suyu yardımıyla oluşan talaş ortamdan uzaklaştırılır [1,2,7,8,13].
Çizelge 2.2 : Dairesel testerelerde uygulanması tavsiye edilen makine gücü oranları ve soğutucu miktarları [1].
Testere Çapı (mm) Güç (kW) Min.Su Akışı (l/dak)
Granit Mermer, Traverten, Kumtaşı 300-400 4 5 10 500 9 7 15 600 13 9 20 700 18 13 30 800-900 18 18 30 1000 22 22 40 1200 29 29 50 1400-1600 40 44 60 2000 44 48 70 2500 48 51 80 2700 55 59 80 3000 66 74 90
Şekil 2.2 : Doğal taş kesme işleminde talaş oluşum mekanizması [8]. Kesme işlemi sırasında elmas taneleri bazı termo-mekanik etkilerle karşılaşılır. Bunlar;
kesme başlangıcında mekanik çarpmaya bağlı zorlanma [4], talaş kalınlığına bağlı mekanik zorlanma [4],
Kesme işleminin sürekliliği ve soketin kayaca girmesi için kayacın normal kuvvetinin, soketin kayaç içerisinde ilerleyebilmesi için ise kayacın teğetsel kuvvetinin yenilmesi gerekir. Şekil 2.3’de talaş oluşumu sırasında enerji tüketim durumu oransal olarak gösterilmektedir.
Şekil 2.3 : Talaş oluşumunda enerji tüketiminin oransal dağılım şeması [4]. Kesim için üretilen potansiyel enerjinin büyük bir kısmı yeni yüzeyler oluşturmak için harcanırken bir kısmı da talaş oluşumunda kullanılır. Sürtünmeden dolayı oluşan ısının büyük bir kısmı ise soğutuculara karışarak ortamdan uzaklaştırılmaktadır[4]. Kesme işlemi aynı yönlü (kesme-çevresel hızlar aynı yönde) veya farklı yönlü olabilir. 20-25 mm’nin altındaki derinliklerde aynı yönlü kesme işlemi için güç ihtiyacı daha azdır, fakat kesilecek parçanın derinliği arttıkça farklı yönlü kesme işlemi daha az enerji gerektirir [13]. Şekil 2.4’de aynı yönlü ve farklı yönlü kesme işlemi sırasında etkili olan kuvvetler gösterilmektedir [7].
Şekil 2.4 : Farklı (sol) ve aynı yönlü (sağ) kesme işlemi sırasında etkili olan kuvvetler [1].
2.2.2 Düz testere ile kesim
Düz testereyle kesme işlemi sinüzoidal hızda maksimum 2 m/s ile gerçekleşmektedir. Testerenin ileri geri karşılıklı hareketi nedeniyle talaşın uzaklaştırılması zordur. Bu durum matris için aşınmayı kolaylaştırır. Ayrıca dairesel testereyle kesim sırasında elmasın arka kısmında oluşan kuyruk, düz testere ile kesimde oluşmaz. Bunların sonucunda matrisin elması tutma kabiliyeti azalır [1,7,15]. Düz testere ile kesime ait şematik gösterim Şekil 2.4’te verilmiştir.
Şekil 2.5 : Düz testere ile kesime ait şematik gösterim [7]. 2.2.3 Çoklu elmas tel ile kesim
Çoklu elmas tel taş ocaklarında sıkça kullanılan bir alettir. Çalışma koşullarında gürültüsünün ve titreşiminin azlığı nedeniyle büyük taş ve beton parçaların kesiminde de kullanılmaktadır. Elmas katkılı boncuklar belli aralıklarla esnek çelik halata bağlanır ve daha sonra 3-5 boncuk arayla çelik yardımıyla halat kıvrılır. Şekil 2.5’te elmas tel ve kesme mekanizması gösterilmiştir. Tel testere çentik içinde dönerken, boncuklar çelik halata tutturulur, boncuklar halat çevresinde dönmemektedir [1,11].
2.2.4 Elmas kemerli bant kesim
Elmas kemerli bant kesim sırasında keser ucu belirli bir yönde 1-10 m/s hızlarla dönerken delici kısım işlenecek parça ile temas halindedir. Bu yöntemde de elmas tanelerinin arkasında kuyruk oluşumu görülür. Şekil 2.7’de elmas kemerli bant kesim sırasında talaş oluşum mekanizması gösterilmiştir [1].
Şekil 2.7 : Elmas kemerli bant kesim işleminin kinematik çizimi [1].
Ayrıca genel olarak kesme işlemlerinde talaş oluşumu sırasında aşağıdaki faktörler de etkilidir;
kesilecek yüzeyin topografyası [1],
kesilecek parçanın özellikleri (kompozisyon, sertlik, tane boyutu) [1], kesici uç ile kesilecek parça arasındaki kuvvetlerin şiddeti [1],
kesilecek parçadaki gerilim dağılımı [1],
kesme işlemi sırasında oluşan ısı ve dağılımı [1].
2.3 Elmas Kesici Uç Tasarımı ve Kompozisyonu
Soket tasarımının performans üzerindeki etkisi son derece fazladır. Farklı tasarım farklı servis ömrüne, kesme kabiliyetine, yüzey kalitesine neden olur. Kesilecek taşa göre uygun soket seçimi yapılmalıdır [9,16].
2.3.1 Tasarımın önemi
Özellikle dairesel testereyle kesme işlemi yapılırken tasarım çok önemlidir. Soket türünün seçimi ve dizilişi, kesme işleminin kalitesini, gürültü oluşumunu, aşınmayı
ve çelik göbeğin yorulmasını etkiler [1,16]. Endüstride kullanılan çeşitli soket türleri Şekil 2.8’de görülmektedir.
Şekil 2.8 : Çeşitli dairesel testere görünümleri [1].
Dar oluklu kesiciler (Şekil 2.8, tür 1) kenar ve yüzey hassasiyetinin istendiği sert malzemelerin kesiminde kullanılır. Soket boyu kısaltılarak veya tek yerine birden fazla soket kullanılarak üretilen testerelerde (tür 2) kesici ucun soğuması daha kolay olmaktadır. Ayrıca soketlerin arasındaki mesafenin düzensiz olması, kesilecek parçaya doğal frekansta temas eden soketlerin neden olduğu doğal rezonans titreşimlerini yok edeceğinden kesme işlemi sırasındaki gürültüyü azaltabilir. Boşluklara eğim vermek (tür 3) veya boşlukların uçlarını yuvarlamak (tür 4) çelik gövdede başlayabilecek yorulmaya bağlı çatlakları önlemek için yapılıyor iken, geniş soketler (tür 5) yorulma ömrünün fazla olması nedeniyle çelik gövdenin tekrar tekrar kullanılabileceği uygulamalarda kullanılır. Kesici uç ile kesilen malzeme arsında aşındırıcı parçaların varlığı aşınmaya bağlı hızlı soket kaybına neden olur, bu durumu önlemek için çeşitli aşınmayı önleyici soketler üretilir (tür 6 ve 7). Alternatif olarak ise sert aşınmaya dirençli karbür kaplama veya parça ekleme (tür 8) yapılarak aşınma sorunu çözülür [1].
Endüstriyel uygulamalarda çeşitli türde soketlerle karşılaşılmasına rağmen soketlerin basit sınıflandırılması Şekil 2.9’da gösterilmektedir.
Şekil 2.9 : Soket türleri [9].
Üniform ve basit şekilli soketlerin üretimi daha ucuzdur, fakat endüstriyel uygulamalarda üretim gereksinimleri ve ekonomik nedenlerden dolayı genellikle karışık şekillerin üretimi gerekmektedir. Konik soketlerin avantajı, sürtünmeyi azaltması sonucu, kesme işlemi için harcanan enerjiyi düşürmesidir. Tabanı elmas içermeyen soket kullanımının nedeni ise çelik göbeğe bağlanma kolaylığıdır, özellikle lazer kaynağı ile birleştirilecek ise. Tabakalı soketlerde dış katmanlar ile iç katman aşınmaya karşı farklı özellik gösterirken, çok tabakalı soketlerde birkaç elmas katkılı tabaka, katkısız tabakalarla ayrılmıştır. Çok katmanlı bu soketler dairesel testereyle kesimde aşınma profilleri bakımından üstün özellikler göstermektedir [1,9].
2.3.2 Metal matris seçimi
Elmas kesici uçlarda metalik matrisin iki görevi vardır. Matris hem elmas tanelerini bir arada tutmalı hem de elmas taneleri ile paralel aşınmalıdır. Matrisin geç aşınması elmas tanelerinin kesilecek taşa temas etmemesine neden olur ve kesme işlemi gerçekleşmez. Matrisin çabuk aşınması durumunda ise elmas taneleri yerlerinden düşer ve yine kesme işlemi gerçekleşmez [1,9,10].
Elmasın matrise tutunma kabiliyeti mekanik veya mekanik ile kimyasal bağlanma karışımı olabilir. Matrisin elmasları tutma kabiliyeti, matrisin akma dayanımı ile ilgilidir. Akma dayanımı geçildiğinde elmasları bir arada tutmak zorlaşır [1,17]. Düşük akma dayanımı ile birlikte yüksek elastik modül matrisin deformasyonunu kolaylaştırır ve böylece elmas ile matris arasındaki bağ zayıflar. Tutunmayı etkileyen diğer bir faktör de elmas ile matris arasında termal genleşme katsayıları arasındaki farktır. Metal tozlarının ve elmasların preslenmesi, sinterlenmesi ardından tekrar oda sıcaklığına soğutulması sırasında termal genleşme katsayıları arasındaki farktan dolayı gerilim yoğunluğu elmasların çevresinde oluşur. Bu gerilimlerin elmasın tutunma kabiliyetini artırdığı düşünülmektedir [1,9,18].
Matris ile elmas ara yüzeyinde kimyasal bir bağ oluşması istenir. Karbür yapıcı elementler içeren alaşımlar kullanarak kimyasal bağlar kuvvetlendirilir ve böylece elmasın matrise tutunması desteklenir [1,17,19,20]. Bazı alaşımlar sıcak pres koşullarında eriyerek elmas tanelerini ıslatır ve karbür oluşumu çekirdeklenme ile başlayarak, devamında sürekli bir arayüzey şeklinde gerçekleşir. Ama karbür tabakasının bu noktadan sonra daha da kalınlaşmasına bağlı olarak hem ara yüzey zayıflayabilir hem de elmasın bozunması görülebilir. Son zamanlarda kullanılan yöntem ise kimyasal olarak aktif matris kullanmak yerine elması metal ile kaplamadır [1,14].
Soket üretimi sırasında çıkılan sıcaklıklar ve matrisin bileşimi elmasın bozunmasını etkilemektedir. Sentetik elmas 800°C üzerine çıkıldığında mukavemetini yitirmeye başlamaktadır. 1000°C üzerine çıkıldığında ise metalik inklüzyonların etkisiyle mukavemetteki düşüş hızlanmaktadır. Dolayısıyla üretim koşullarında elmas gritlerin termal kararlılığı da düşünülmelidir [1,12,21,22].
Ayrıca 700°C’de hem sentetik hem de doğal elmas yüzeylerinde grafit oluşumu başlamaktadır ve bu durum kesici ucun servis ömrünü düşürmektedir. Demir, kobalt, nikel gibi karbonun çözünürlüğü olan metaller elmas yüzeyine zarar vermekte ve elmas kaybına neden olmaktadır [1,21,22].
2.3.2.1 Kobalt tozları
Günümüzde elmas kesici takımlarda bağlayıcı matris olarak çoğunlukla kobalt kullanılmaktadır. Bunun nedeni ise bazı bağlayıcıların sadece mekanik bağlanma göstermesine karşın, kobaltın elmas ile hem kimyasal hem de mekanik olarak iyi bir bağlanma göstermesidir. Sıcak presleme koşullarında, yüksek akma dayanımı ve tokluk neticesinde mükemmel elmas tutma kabiliyeti gösterir ve sonucunda da aşınma dayanımı yüksektir [5,11,23-25].
Ayrıca kobalt tozları farklı boyutta, şekilde ve saflıkta rahatlıkla bulunur. Çizelge 2.3’te kullanılan ticari kobalt tozlarının tane boyutları ve içerdiği safsızlıklar gösterilmiştir. Bu tozlar düşük sıcaklık/basınç gibi koşullarda sıcak presleme esnasında teorik yoğunluğuna yakın değerlere ulaşmaktadır [1]. Çeşitli kobalt tozlarının sinterleme eğrilerindeki değişim Şekil 2.11’de gösterilmektedir. Fakat kobaltın ticari fiyatındaki dalgalanmalar, pahalı oluşu, kansorejen etkisi ve birkaç ülkenin ürettiği stratejik bir metal olması, elmas kesici takım üreticilerini alternatif
metallere yöneltmiştir. Diğer bir dezavantajı da yüksek sinterleme sıcaklıklarıdır [5,11,19,23,25]. Şekil 2.10’da dünya piyasasında yıllara göre kobalt fiyatları görülmektedir.
Çizelge 2.3 : Ticari kobalt tozları ve özellikleri [1].
Şekil 2.10 : Kobalt Fiyatlarındaki Dalgalanmalar [5].
Kobalt tozlarından başka, sıcak presleme işleminde kullanılan grafit kalıp ve elektrodların da toplam maliyete etkisi bulunmaktadır. Çin’in ticari olarak sentetik elmas üretiminde gelişmesine bağlı olarak maliyet kalemlerinin önem sırası değişmiştir.
Çizelge 2.4 granit kesme işleminde kullanılan 800 mm çapında dairesel testere üzerindeki 40x10x6 mm boyutlarındaki soketin toplam maliyetini yıllara göre kıyaslamaktadır [5].
Çizelge 2.4 : 800 mm dairesel testerede kullanılan soketin maliyet karşılaştırması [5]. Parça USD/soket (1) 1993~1995 yılları 2010 yılı Elmas gritler DSN47, SDA100+ veya
MBS960 40/50 meş, konsantrasyon 24 8,59 3,85
Kobalt tozları 1,8 2,84
Grafit kalıp 0,93 0,09
Matris maliyetinin katkısı 16% 42%
(1)
Ernst Winter&Sohn, SGL Carbon, Sherritt Inc. And Diatech S.C. şirketlerinden alınan tekliflere dayanılarak hesaplanmıştır. Deneysel olarak bulunan verilere göre mikroyapı, faz kompozisyonu, sertlik, mukavemet, süneklik ve aşınma direnci gibi özellikler tozun özelliklerine ve sıcak presleme koşullarına bağlıdır. Toz boyutu, ulaşılacak yoğunluk için çıkılması gereken sıcaklığı etkilerken buna bağlı olarak, 1000°C üzerine çıkıldığında elmaslarda bozunma meydana gelir ve sıcak presleme işleminde kullanılan sarf malzemeler ve enerji miktarı artar. Ortalama olarak 30-35 MPa basınç altında, 700-900°C sıcaklık aralığında 2-3 dakika tutulan kobalt tozları tam yoğunluklarına yakın değerler alır. İri taneli tozlarda kalıntı boşlukları gidermek daha zordur, en kaba taneli tozlarda 1000°C üzerine çıkıldığında bile %4-5 boşluk kalmaktadır [1,5,11,25].
Kobalt tozları çeşitli kimyasal yöntemlerle üretilmektedir ve tozların kimyasal ve fiziksel özellikleri başlangıç hammaddesinin saflığına, türüne ve üretim şekline bağlıdır.
Oksijen ve sülfürün yanı sıra magnezyum, kalsiyum, sodyum gibi oksit ve sülfür yapıcılar mikroyapıyı etkilemektedir. Oksitler tane büyümesini engeller, malzeme tam yoğunluk sıcaklığının bile üzerinde yeniden kristalleşmeye karşı koyar. Sertlik ve akma mukavemetini sürdürürken sünekliğinden kaybeder [1].
50-60 ppm sülfür miktarı bile kobaltı kırılgan yapmak için yeterlidir. Ayrıca sülfür, 877 °C’nin üzerindeki sıcaklıklarda, tane sınırlarına nüfuz eden sıvı faz oluşumundan dolayı tane büyümesini harekete geçirebilir [1].
Eğer tozlar magnezyum, kalsiyum, sodyum gibi elementlerle kirlenmişse, malzemenin tane boyutu kararlılık gösterir ve sülfürün tetikleyeceği tane büyümesine karşı duyarlı olmaz [1].
2.3.2.2 Kobalta alternatif tozlar
Kobaltın pahalı bir metal olması ve kobalt fiyatındaki dalgalanmalardan dolayı matris malzemesi olarak kullanılacak yeni tozlar araştırma konusu olmuştur. Endüstriyel olarak kullanılan, düşük kobalt içerikli veya kobalt içermeyen en az iki elementin birleştirilmesiyle oluşturulan tozlar geliştirilmiştir [1,5].
Kobalt tozlarına benzer olarak, Çizelge 2.5’te gösterilen ön alaşımlandırılmış demir ve bakır esaslı tozlar iyi teknik özelliklere sahiptir. 750-900°C gibi sıcaklıklarda preslendiğinde tam yoğunluklarına yaklaşarak yüksek sertlik ve akma mukavemeti değerlerine ulaşırlar [5].
Çizelge 2.5’te verilen kompozisyonlardan Cobalite türüne ait malzemelerin bazı özellikleri Şekil 2.12 ile Şekil 2.16 arasında özetlenmiştir. Ayrıca %20 oranında demir, bakır ve bronz ilavesi sonucu malzeme özelliklerinde görülen değişimler belirtilmiştir [27].
Şekil 2.12 : Sıcak pres koşullarında Cobalite 601 tozlarına ait mekanik özelliklerin %20 Demir, %20 bakır ve %20 bronz ilavesi ile karşılaştırılması
[27].
Şekil 2.13 : Sıcak pres koşullarında Cobalite HDR tozlarına ait mekanik özelliklerin %20 demir, bakır ve bronz ilavesi ile karşılaştırılması [27].
Şekil 2.14 : Sıcak pres koşullarında Cobalite CNF tozlarına ait mekanik özelliklerin %20 demir, %20 bakır ve %20 bronz ilavesi ile karşılaştırılması
[27].
Şekil 2.15 : Sıcak pres koşullarında Cobalite XH tozlarına ait mekanik özelliklerin %20 demir, %20 bakır ve %20 bronz ilavesi ile karşılaştırılması
Şekil 2.16 : Sıcak pres koşullarında Cobalite OLS tozlarına ait mekanik özelliklerin %20 demir, %20 tungsten karbürve %20 bronz ilavesi ile
karşılaştırılması [27].
Fe-%20Cu-%2Sn-%(0-10-15-20)Co bileşiminden oluşan malzemeler kıyaslandığında, artan Co miktarına bağlı olarak numunelerin sertliğinin ve eğilme mukavemetlerinin arttığı, fakat yüzde uzama miktarının önemli miktarda azaldığı görülmüştür [9]. Diğer bir çalışmada ise Fe-%20Cu-%10Co-%2Sn-%(0-3-5-7)Ti bileşimi incelenmiştir. Ti elementinin sinterleme sırasında sıcaklıktan en az etkilenmesi ve diğer elementlerle reaksiyona az girmesi nedeniyle sinterlemeden önceki halini muhafaza ettiği görülmüştür. Ti katkısının alaşımın sertliğine etkisi olumlu olmuş ve mukavemette artış gözlenmiştir. Buna karşın artan Ti oranında tokluk ve yoğunluk değerleri düşmüştür. %7 Ti içeren alaşımda gevrek kırılma görülmüştür. Alaşımdaki Sn nedeni ile de sıvı faz sinterlemesi gerçekleşmiş ve elmas taneciklerinin matrise daha iyi tutunması sağlanmıştır [24].
Matrisin sertlik ve aşınma direnci göz önüne alındığında, Fe-%20Co-%(15-30-45-60)Cu bileşiminde yapılan çalışmalar sonucu, en iyi değerler en fazla Cu içeren numunede tespit edilmiştir [23]. Fe-Co-Cu bileşiminde yapılan başka bir çalışmada ise Cu tozlarının artan yüzdesi ve tane boyutunun küçülmesi daha iyi bir yoğunluk elde edilmesini sağlamış, boşluklar azalmıştır [28].
2.3.2.3 Diğer tozlar
Bazı metaller kobalt ve muadili metallere katkı olarak kullanılır. Yoğunluğu sağlamak, matrisin aşınma dayanımını ve elmasların tutunma karakteristiklerini
ayarlamak için demir, bakır, kalay, bronz alaşımları, tungsten, tungsten karbür ve nikel alaşımlarından faydalanılır [1,10-12,20,29].
Karbonun östenit fazındaki çözünürlüğünden dolayı üretim koşullarında demir elmas ile reaksiyona girebilir. Fakat kobalta %10-20 demir ilavesi akma dayanımını ve sünekliği önemli miktarda artırır [1].
Elementel bakır ve kalay ile bronz alaşımı matrisin yoğunluğunu istenilen düzeye çekmek için kullanılır. Fakat bu elementler kullanıldığında matrisin aşınma dayanımı azalır, kullanılan miktara bağlı olarak aşındırma özelliği daha düşük malzemeler için kullanılabilir. Sinterleme ve sıcak presleme koşullarında bu elementler ergir [1,11,17]. α-bronzu (%90Cu-%10Sn) dolgu fazı olarak elmas takımlarda kullanılmaktadır [17,20]. Bununla beraber çapak oluşumunu en aza indirmek için bu sıvı faz sınırlandırılmalıdır. Ayrıca sıvı faz difüzyonla alaşımlandırma miktarını etkilemektedir [1,11]. Bakır-kalay alaşımının elması ıslatma ve bağlama kabiliyeti karbonun bakır ve kalay içinde çözünürlüğü olmadığından dolayı kötü olmasına rağmen düşük oranlarda krom, titanyum yada vanadyum gibi aktif elementlerin ilavesiyle bu özellik önemli ölçüde geliştirilir [3,31]. Matris ile elmas ara yüzeyinde oluşan karbür tabakası, elmas ile matrisin aşırı reaksiyona girmesini engelleyen, elmas taneleri ve matris arasında termal gerilimi azaltan bir bariyer görevi yapar [10]. Co, Cu-%20Co-%19Fe, Ni-%35Cu-%6Fe, Fe-%23FeCr sistemlerine %12’ye varan Sn ilaveleri sonucu sertlik değerlerinde önemli artış görülmüştür. Yalnızca Cu-%20Co-%19Fe bileşiminde artış çok az olmuştur [30].
İnce taneli Ni ve Fe tozları kaba taneli bronz tozların içinde tane boyutundaki ve morfolojisindeki farklılıktan ötürü segregasyon oluşumuna meyillidir. Bronz esaslı bağlayıcılarda, Fe yokluğunda Sn kolaylıkla Ni içerisine doğru difüzyona uğrar ve görünür sertlikte düşüşe neden olur. Ni-Sn intermetalik fazının oluşumu sebebi ile de bağlayıcı matrisin kırılgan hale gelir. Ni ile birlikte Fe ilavesi Sn’ın difüzyonuna engel olur ve mekanik özellikleri iyileştirir. %5-25 Ni ve %15-30 Fe içeren bronz esaslı bağlayıcıların sinter yoğunlukları %90’ın üzerindedir. Fe ve Ni ilavesi ile çekme mukavemeti >200 MPa, görünür sertlik >60 HRB ve eğme mukavemeti >800 MPa’a çıkmaktadır. 800 °C’nin üzerindeki sinterleme işleminde, Co-5Fe sistemine ilave edilen yaklaşık %50 Ni ile saf Co bağlayıcının mekanik özellikleri kıyaslandığında, saf Co bağlayıcı lehine arada sadece %10’luk bir fark olduğu
görülür. Sinter yoğunluğu >%98, görünür sertlik 100 HRB’ye yakın ve eğme mukavemeti >1600 MPa değerlerindedir [29].
Tungsten, karbona afinitesi yüksek olan dayanıklı ve rijit metallerden biridir. Tungsten ile elmas arayüzeyinde oluşan tungsten karbür soğutma sırasında parçalanmaz ve elmasa zarar vermez. Bu durum hem elmasın mekanik ve kimyasal olarak bağlanmasını sağlar hem de matrisin aşınma dayanımını artırır [1,11]. Matrisin aşınma direncini artıran bir diğer bileşik ise tungsten karbürdür. Tanecik boyutu, şekli, mikroyapısı, kimyasal kompozisyonu farklı birçok türü bulunmaktadır [1,11].
Alternatif olarak nikel bazlı tozlarla ön alaşımlama kullanılarak matrisin aşınma direnci geliştirilebilir. Atomize edilmiş Ni-Cr-Si-Fe-B-C türleri kullanılmaktadır. Fakat bu konuda nikel bazlı alaşımlar tungsten karbür tozları kadar iyi sonuç vermemektedir. Teknolojik ve ekonomik avantajı düşünüldüğünde yine de kullanılabilir. Daha ucuzdur, yoğunluğu daha azdır, yüksek sıcaklıklarda yumuşaktır ve matrisin sıcakta sıkıştırılabilme özelliğine zarar vermez [1].
Ni ilavesi, hem kobalt (800°C’nin üzerinde sinterlendiğinde) esaslı hemde bronz esaslı bağlayıcılar kullanıldığında sinter yoğunluğunu artırır. Ni ile Fe arasındaki etkileşim Fe ile Co veya Cu’a göre daha baskındır. 800°C’nin üzerinde Fe, Ni içerisine difüze olmaktadır. [29]. Diğer taraftan demir içerisine %11 civarında nikel ilavesi sonucu yoğunluktaki artış ve tane boyutundaki düşüş sonucu, matrisin sertliği 134 kgf/mm2‘den 380 kgf/mm2‘e çıkmaktadır [1]. Akma dayanımı ve sertlik değerlerinde oluşabilecek düşüşe rağmen Ni-Fe-Co alaşımlarının Co’ın yerini bağlayıcı olarak alabileceği ispatlanmıştır [12,29]. Yüksek sıcaklıklarda demir grafit oluşumunu tetiklediği bilinmektedir, öte yandan nikelin bu yöndeki etkisi daha yüksek sıcaklıklarda ortaya çıkmaktadır. Bakır esaslı bağlayıcılarda Co ve Fe’nin yanında sertlik ve mukavemeti artırmak için Ni ilave edilmektedir. Co içermeyen bağlayıcılar (%30-55Fe, %35-45Cu-Sn) ile üretilen elmas kesici uçlarda da %10-25 arasında nikel eklenmektedir. Demir esaslı bağlayıcılara Ni, Cu ve Sn ilavesi yapılarak Co ile kıyaslanabilir mekanik özellikler bulunmuş, 900°C’nin altındaki sinterleme işleminde tam yoğunluk değerlerine yaklaşmışlardır. Şekil 2.17 Fe:Ni oranının mekanik özellikler üzerindeki etkisini göstermektedir.
Şekil 2.17 : Elmas bağlayıcı olarak Fe-Ni alaşımının fiziksel özellikleri [29]. Demire %30’un altında veya %70’in üzerinde nikel katkısı sertlik, çekme mukavemeti ve sinterleme yoğunluğunu yükseltmektedir [29].
Fosfor ilave edilmiş alaşımlar (Cu-P, Fe-P, Ni-P) düşük ergime noktası ihtiva eden matris malzemeleridir. Bu alaşımların mekanik özellikleri düşük olsa da Si, Sb ve Ce elementlerinin ilave edilmesiyle matrisin tokluğu iyileştirilebilir [10].
Bağlayıcı metal olarak en çok kullanılan kobalta az miktarda (<%2) Si ilavesi matris ile elmas taneleri arasında daha iyi yapışma sağlayarak elmasların kopmasını engeller [11].
Özellikle Fe-Cu alaşımlarına SiC katkısı, sertlik değerlerinde %14’lük bir artışa neden olmaktadır. Fe-%(5-10-15-20)Cu-%(0-1)SiC sisteminde yapılan çalışmada en iyi sertlik, akma dayanımı ve aşınma dayanımı değerlerine Fe-%20Cu-%1SiC bileşiminde ulaşılmıştır. Ayrıca tozların tane boyutunun 8μm’den 23μm’ye çıkarılması ile aşınma dayanımı yaklaşık 2 katına çıkmıştır [11].
Titanyum esaslı alaşımlar matris malzemesi olarak pek yaygın değildir. Düşük termal genleşme katsayısı, düşük elastik modülü, intermetalik ve karbür yapma eğilimi fazla olduğundan Ti-Ni esaslı alaşımlar incelenmiş ve bütün alaşımların iyi elmas tutma kabiliyeti gösterdiği görülmüş ve güçlü arayüz oluşturmuştur [19,32]. En fazla boşluk en yüksek Ni içeriğine sahip bileşimde görülmüştür. Ötektik sıcaklığının altında yapılan sinterleme işleminde Ti-Ni ikili sistemi için nikel atomları daha hızlı difüze olduğundan nikel bölgelerinde boşluklar oluşmaktadır. Ti-Ni-Al alaşımı bu
çalışmada relatif yoğunluk, yüksek sertlik ve aşınma dayanımı bakımından en uygunu olarak gözükmüştür [19].
Karbonil nikel, atomize takım çelikleri, mangan, mangan-nikel alaşımları, kalay-titanyum alaşımları, çinko, kurşun, molibden, bor, aluminyum-krom tozları da kesici takım üretiminde bazen ilave edilebilir [1].
2.3.3 Elmas seçimi
Elmas tanecikleri boyut, şekil ve dağılımına bağlı olarak matris içindeki hatalar gibi davranır [47]. Yapılacak kesme işleminde gereksinimleri karşılaması için elmas türü, tane boyutu ve konsantrasyon göz önünde bulundurulmalıdır [1,2,12]. Özet olarak kesici uçlarda yüksek konsantrasyonda ve ince taneli elmas parçacıkları kullanarak sert ve aşındırıcı kayaçlar parçalanırken düşük konsantrasyonda ve kaba taneli elmas parçacıkları kullanarak orta sertlikte ve aşındırıcı olmayan kayaçlar parçalanır [13]. 2.3.3.1 Elmas türü
Seçilecek elmas türü işlenecek malzemeye bağlıdır, genel olarak, işlenecek malzeme ne kadar sert ise seçilecek elmas grit de o kadar sert olmalıdır [1].
Elmaslar doğal ve sentetik olmak üzere iki çeşittir. Kalıntı içermeyen doğal gritler termal kararlılık gösterir ve mekanik özelliklerini 1400°C’ye kadar koruyabilir. Yüksek termal dayanımının yanında daha ucuzdur. Sentetik gritler ise 800°C’nin üzerinde mukavemetlerini kaybetmeye başlar [1,21,30,33,34]. Doğal elmas mermer, kireçtaşı ve nispeten daha yumuşak taşların düz testere ile kesiminde avantajlıdır. Öte yandan düzensiz yüzeyleri mekanik özelliklerine zarar vermektedir. Daha büyük kuvvetlere dayanan yuvarlak şekilli elmaslar seçilerek sorun giderilebilir [1].
Sentetik elmasın avantajı ise gerekli özellikleri elde etmek için istenildiği şekilde tasarlanıp üretilebilir olmasıdır. Sentetik elmas üretiminde katalizör/solvent olarak kobalt veya nikel esaslı alaşımlar kullanılarak farklı içyapılar elde edilir. Kobaltın kullanılması durumunda metal kalıntıları düzgün sıralı bir şekilde dizilirken, nikel katalizör olduğunda safsızlıklar parçacık boyunca homojen dağılır [1,2,30].
Geçiş metallerinden VIII. grupta bulunanlar elmasın grafite dönüşmesinde katalitik etki gösterir. Grafit oluşumu oda sıcaklığında ve atmosferik basınçta termodinamik açıdan gerçekleşse bile reaksiyon çok yavaş olduğundan saptanabilir düzeyde değildir. Artan sıcaklık ile beraber grafit oluşumu hızlanır, elmasın daha bir tabaka
halinde grafite dönüşümü 2000°K ve üzeri sıcaklıklarda meydana gelir. Ancak daha düşük sıcaklıklarda reaktif geçiş metallerinin etkisiyle gerçekleşebilir. 970-1670°K aralığında elmas yüzeyinde grafitleşme görülür [1,21,22,31,32,34]. Reaktif metaller içinde en etkili olanı da demirdir [22]. Bağlayıcı olarak Fe ya da Ni kullanıldığında Al veya Cu’a göre aşınma daha hızlı gerçekleşmektedir. Malzemenin sertliğinden bağımsız olan bu olay elmasın katalitik aşınmasıdır [1,22]. Elmasın grafite dönüşümü sonucunda hacim yaklaşık %56 artar. Elmas/katalitik metal ara yüzeyindeki termal genleşme katsayılarındaki uyumsuzluktan kaynaklanan termal ve grafitleşme gerilimleri sonucu elmas taneleri zayıflar veya parçalanabilir [1]. Elmas oksijen ile reaksiyona girdiğinde CO ve/ya CO2 ürün olarak çıkar ve elmas yüzeyinde delikler oluşur. Yüzey alanı artan elmasın grafitleşme hızı artabilir. Grafite dönüşme hızını azaltmak için malzemeler vakum veya inert gaz atmosferi altında sinterlenmelidir. Elmas tanelerinin içindeki safsızlıklar grafitleşme sıcaklığını düşürür [22].
Şekil 2.18’te görüldüğü gibi sentez koşullarına bağlı olarak üretilen elmas morfolojisi küp ile sekizyüzlü arasındadır. Elmas şekli, parçacık bütünlüğünü ve elmasın tutunma kabiliyetini açıkça etkilemektedir. Düzenli kübik-oktahedral elmaslar, pürüzlü ve iyi tanımlanamayan köşelere sahip elmaslara kıyasla daha sağlamdır [1]. Sinterleme işlemi sonrasında elmasın hemen çevresinde matriste oluşan kalıntı çekme gerilimi elmasın şekline bağlı olarak, şekli sekizgen olan elmasta dairesel olana göre daha fazla olması beklenir. Ayrıca sadece elastik deformasyon davranışı gösteren matris ile elastik-plastik deformasyona sahip matris kıyaslandığında, elastik-plastik davranışa sahip malzeme elmas taneleri çevresinde daha düşük gerilim konsantrasyonları oluşturur, çatlak oluşum ihtimali daha düşüktür [18,35].
Şekil 2.18 : Çeşitli sentetik elmas morfolojilerinin şematik gösterimi ile sayısal kodları [1].
2.3.3.2 Elmas boyutu
Grit boyutu, alt ve üst elek açıklığı değerleriyle tanımlanır. Bazı elmas gritler ayrıca karat başına düşen parçacık sayısı ile de belirlenebilir [1].
Kesici uçlarda kullanılan elmas aşındırıcılar 80 meşten daha kaba tanelidir ve hızlı talaş kaldırma işleminin önemli olduğu uygulamalarda kullanılmaktadır [1]. Kayaç ve beton kesme işleminde kullanılan elmaslar 18-60 meş boyutunda (1-0.25 mm) ve küp-sekizyüzlü şekle sahiptir [4,13,36].
Elmas tane boyutu, onun bağ yüzeyindeki çıkıntısını belirleyerek, talaşın uzaklaşmasını düzenler. Kesicinin çevresel hızı ve kesme hızı tane boyutuyla ilişkilidir. Çevresel hız sabit kalırken kesme hızı artırıldığında, elmas boyutu da artar[4].
Genel eğilim ince taneli elmasların yüzey kalitesinin önemli olduğu ikincil yavaş kesme işlemlerinde kullanma yönündedir. Daha sağlam olan ince taneli elmaslar ayrıca Şekil 2.19’da gösterildiği gibi sert ve kesilmesi zor olan malzemeler için de kullanılabilir [1,4,13].
Şekil 2.19 : Kesilen kayaç sertliği ve elmas tane boyutu arasındaki ilişki [4]. Kaba taneli elmasların avantajı ise talaşı hızla uzaklaştırabildiği için kesme işini hızlı yapabilme potansiyelidir. Fakat çok sert malzemelerin kesme işlemi için çok kaba taneli elmaslar kullanılırsa, parçacıkların batması sınırlanır. Ya aşırı elmas kaybı ya da elmasta geniş aşınma yüzeyleri oluşur [1,4,13].
Sonuç olarak, tane boyutu küçüldüğünde ürünün dayanımı artar. Bu ilişki Şekil 2.20’de gösterilmektedir [13]. 80 meşten ince elmas aşındırıcılar aşındırma prosesinde kullanılmaktadır [1].
Şekil 2.20 : Tane boyutuna bağlı olarak elmasın darbe dayanımı [13]. 2.3.3.3 Elmas konsantrasyonu
Bir soketteki elmas miktarı 100 konsantrasyonun 4.4 karat/cm3’e (hacimce %25) denk olduğu ölçekte değerlendirilir [1,30].
Tane boyutu ile birlikte elmas konsantrasyonu birim alandaki kesme noktası sayısını etkiler. Çizelge 2.6’da gösterildiği gibi, toplam elmas sayısı ve oluşan elmas boşluk sayısı konsantrasyonla doğru, tane boyutuyla ters orantılıdır. Genel olarak kolay kesim yapmak ve daha aşındırıcı kayaçlar için elmas konsantrasyonu daha yüksek olmalıdır [1,4].
Kesici ucun servis ömrünü uzatmak için konsantrasyon artırıldığında kullanılan makinalarda enerji tüketimi de fazla olacaktır. Makinanın gücü artırılmadığı takdirde kesme işlemi gerçekleşmez [1,4]. Servis ömrü yüksek elmas konsantrasyonu ve ince taneli elmaslar kullanılarak artırılabilir [13].
Elmas konsantrasyonu düşürüldüğünde, her bir elmasa gelen yük fazlalaşacak ve belirli bir noktaya kadar her bir elmasın kaldırdığı talaş miktarı artacaktır. Eğer elmasın mukavemeti/tokluğu aşılırsa, elmas taneleri parçalanır ve matristen düşer [1]. Kaba taneli elmaslar düşük konsantrasyon ile beraber yüksek kesme hızlarında kullanılabilir [13].
Çizelge 2.6 : Kırık yüzey alanındaki (cm2) toplam elmas ve oluşan elmas boşluk sayısı [1].
